周 楠，王金相，謝 君，彭楚才

（南京理工大學(xué) 瞬態(tài)物理國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，南京210094）

在軍用和民用防護(hù)領(lǐng)域中，使用具有高強(qiáng)度的薄金屬板，如均質(zhì)靶板和有、無(wú)間距的層合靶板作為防護(hù)材料已具有很長(zhǎng)的歷史。功能梯度裝甲的概念于20世紀(jì)90年代首先提出［1］，目前，各國(guó)均對(duì)其開展了廣泛的研究工作。在此期間，不同理論計(jì)算模型被提出以研究復(fù)合靶板的抗侵徹性能［2－3］，實(shí)驗(yàn)和數(shù)值計(jì)算方法被廣泛用以研究復(fù)合靶板在彈丸侵徹作用下的毀傷模式和破壞機(jī)理［4－7］，同時(shí)，針對(duì)復(fù)合靶板的局部剪切沖塞破壞［8－9］和彈丸形狀對(duì)靶板抗侵徹性能的影響［10］也開展了一定的研究；在國(guó)內(nèi)，對(duì)爆炸復(fù)合功能梯度靶板的制備技術(shù)及防護(hù)性能也開展了初步的實(shí)驗(yàn)研究［11－12］。上述工作的開展豐富了穿甲力學(xué)、終點(diǎn)彈道學(xué)和高壓物理學(xué)等學(xué)科的研究?jī)?nèi)容，具有重要的學(xué)術(shù)意義。在軍事領(lǐng)域中，功能梯度復(fù)合靶可用于半硬目標(biāo)的防護(hù)，有助于實(shí)現(xiàn)輕質(zhì)、高效的防護(hù)目標(biāo)，也可用于運(yùn)鈔車、流動(dòng)銀行等民用領(lǐng)域，具有較高的應(yīng)用價(jià)值。然而，綜合當(dāng)前國(guó)內(nèi)外的研究，不難發(fā)現(xiàn)：到目前為止，在綜合考慮靶板厚度、分布及組合方式，破片形狀和界面結(jié)合強(qiáng)度等因素的情況下，對(duì)爆炸復(fù)合靶板抗侵徹性能與機(jī)理的研究工作尚不夠系統(tǒng)和深入。

本文的研究對(duì)象——爆炸復(fù)合靶是由2種或2種以上不同硬度的金屬板經(jīng)爆炸焊接方法制備而成的具有較高面－面結(jié)合強(qiáng)度的復(fù)合靶。借助于彈道實(shí)驗(yàn)分析了不同形狀破片侵徹作用下雙層鋼／鋁爆炸復(fù)合靶的毀傷機(jī)理和破壞模式，討論了破片形狀、動(dòng)能和靶板厚度分布等因素對(duì)抗侵徹性能的影響。

1 彈道實(shí)驗(yàn)

實(shí)驗(yàn)中所采用的破片和彈托如圖1所示，復(fù)合靶板厚度組合如表1所示，表中δ為厚度，共采用2組厚度組合靶板。實(shí)驗(yàn)采用14.5mm滑膛槍發(fā)射直徑6mm的鋼質(zhì)球形破片和邊長(zhǎng)4.2mm的鋼質(zhì)立方體破片垂直侵徹復(fù)合靶板，通過調(diào)節(jié)裝藥量來(lái)控制破片發(fā)射速度，為有效評(píng)估靶板的抗侵徹性能，對(duì)同一靶板進(jìn)行5～7次彈擊實(shí)驗(yàn)，破片發(fā)射以后，彈托經(jīng)彈托回收器回收，靶板前后分別放置2組測(cè)速靶，用于測(cè)量破片入射速度和殘余速度。實(shí)驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)裝置如圖2所示。

表1 靶板層數(shù)和厚度組合

圖1 球形破片和立方體破片結(jié)構(gòu)圖

圖2 實(shí)驗(yàn)裝置圖

2 復(fù)合靶板毀傷機(jī)理研究

不同形狀破片貫穿靶板前后的形貌如圖3所示，不難看出，球形破片幾乎無(wú)變形，而立方體破片變形明顯。

圖3 不同形狀破片侵徹靶板前后實(shí)驗(yàn)形貌圖

當(dāng)球形破片和立方體破片以不同初速v0侵徹復(fù)合靶板時(shí)，靶板毀傷形態(tài)的實(shí)驗(yàn)結(jié)果分別如圖4和圖5所示，可以看出，對(duì)于雙層鋼／鋁復(fù)合靶板而言，無(wú)論是在球形破片還是立方體破片的侵徹作用下，復(fù)合靶板的破壞模式和毀傷機(jī)理幾近相同，即在破片的垂直侵徹作用下，鋼面板受撞擊局部發(fā)生應(yīng)力集中現(xiàn)象，當(dāng)應(yīng)力大于鋼面板的最大屈服強(qiáng)度時(shí)，鋼面板發(fā)生剪切沖塞破壞；隨著侵徹的深入，破片開始侵徹鋁背板，由于鋁板具有較好的延性，在破片的侵徹作用下發(fā)生延性擴(kuò)孔破壞。同時(shí)，在破片的侵徹作用下，復(fù)合靶板的結(jié)合界面發(fā)生撕裂破壞，消耗破片的侵徹動(dòng)能。所以，鋼面板的剪切沖塞耗能、鋁背板的延性擴(kuò)孔耗能和結(jié)合界面的撕裂耗能是提高靶板抗侵徹性能的主要機(jī)理。

圖6給出了復(fù)合靶S3Al2（即復(fù)合靶板的組合為3mm厚的鋼面板和2mm厚的鋁背板）在不同形狀破片以不同初速侵徹作用下的彈孔徑向變形曲線圖，圖中r為彈孔徑向位移，y為彈孔沿侵徹方向的變形量。從圖中可以看出，當(dāng)球形破片以364m／s初速侵徹復(fù)合靶板S3Al2時(shí)，靶板未被貫穿，實(shí)驗(yàn)結(jié)果較好地反映了彈坑的變形形貌；當(dāng)球形破片的入射速度為645m／s時(shí)，靶板被完全穿透，彈孔徑向變形量隨著距彈孔中心距離的減小而增大。對(duì)于立方體破片而言，當(dāng)破片初速達(dá)到698m／s時(shí)，復(fù)合靶板仍未貫穿；當(dāng)破片初速提高到935m／s時(shí)，復(fù)合靶板被完全穿透。

圖4 球形破片侵徹時(shí)靶板毀傷實(shí)驗(yàn)結(jié)果

圖5 立方體破片侵徹時(shí)靶板毀傷實(shí)驗(yàn)結(jié)果

圖6 彈孔徑向變形實(shí)驗(yàn)結(jié)果

3 復(fù)合靶板抗侵徹性能研究

3.1 破片形狀和動(dòng)能的影響

本文中，球形破片的質(zhì)量（0.885g）較立方體破片（0.58g）增加了52.6%，也就是說，在相同初速下，球形破片的侵徹動(dòng)能提高了52.6%。為考察破片侵徹動(dòng)能對(duì)復(fù)合靶板抗侵徹性能的影響，實(shí)驗(yàn)中，通過調(diào)節(jié)裝藥量來(lái)控制不同形狀破片的初始動(dòng)能在大致相等的范圍內(nèi)，侵徹復(fù)合靶板后剩余動(dòng)能Er與初始動(dòng)能E0的實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖7所示。

從圖7中可以看出，對(duì)于不同形狀的破片而言，侵徹動(dòng)能的提高均有利于破片對(duì)復(fù)合靶板的侵徹與貫穿；對(duì)于相同厚度組合的復(fù)合靶板而言，不同形狀破片的動(dòng)能對(duì)靶板的抗侵徹性能具有較明顯的影響。對(duì)于復(fù)合靶S4Al1而言，當(dāng)球形破片的初始動(dòng)能高于104J時(shí)，靶板開始出現(xiàn)貫穿現(xiàn)象；而當(dāng)立方體破片侵徹相同組合的靶板時(shí)，其初始動(dòng)能達(dá)到185.6J時(shí)，較球形破片提高了78.5%，靶板才被穿透。同樣地，對(duì)于復(fù)合靶S3Al2，立方體破片需要更大的初始動(dòng)能才能完全貫穿靶板。這說明，對(duì)于立方體破片而言，若要完全侵徹靶板，需要比球形破片更大的初始動(dòng)能，也就是說，當(dāng)立方體破片侵徹靶板時(shí)，相同組合的復(fù)合靶板具有更佳的抗侵徹性能。所以，復(fù)合靶板抗立方體破片侵徹性能優(yōu)于抗球形破片侵徹性能。這可能是由于立方體破片在侵徹過程中發(fā)生了較大的變形，所受到的阻力也更大，所以穿透靶板需要更高的動(dòng)能。

圖7 破片初始動(dòng)能與剩余動(dòng)能變化關(guān)系

當(dāng)球形破片和立方體破片分別侵徹不同組合的復(fù)合靶板時(shí)，不同厚度組合靶板的抗侵徹性能表現(xiàn)出不同的變化規(guī)律。對(duì)于球形破片而言，當(dāng)初始動(dòng)能為70.8J時(shí)，靶S3Al2被完全貫穿；而當(dāng)初始動(dòng)能為104J時(shí)，靶S4Al1才開始穿透。相反地，對(duì)于立方體破片而言，完全貫穿靶S3Al2較靶S4Al1需要更大的動(dòng)能，這也是與球形破片的不同之處。所以，當(dāng)破片不同時(shí)，厚度組合對(duì)復(fù)合靶抗侵徹性能的影響表現(xiàn)出不同的變化規(guī)律，應(yīng)區(qū)別對(duì)待。

3.2 靶板厚度分布的影響

當(dāng)靶板總厚度（5mm）保持不變時(shí)，因靶板厚度分布不同，為比較分析厚度分布對(duì)復(fù)合靶板在不同形狀破片侵徹作用下抗侵徹性能的影響，不同組合復(fù)合靶板v50的實(shí)驗(yàn)結(jié)果如表2所示。本文通過對(duì)速度混合區(qū)［13］內(nèi)的破片初速取均值來(lái)獲得復(fù)合靶板的彈道極限速度v［14］。

50

從表2中可以看出，在球形破片的侵徹作用下，復(fù)合靶板的彈道極限速度隨鋼面板／鋁背板厚度比的增大而提高，當(dāng)厚度比由3／2提高到4／1時(shí)，靶板v50值提高了2.1%；在立方體破片的侵徹作用下，復(fù)合靶板的彈道極限速度隨鋼面板／鋁背板厚度比的增大而下降，靶S4Al1的v50值較靶S3Al2降低了6.7%。初步分析，這可能是由于侵徹過程中立方體破片具有更大的變形所致，在接下來(lái)的工作中，將結(jié)合侵徹過程中破片的變形和靶板的毀傷機(jī)理，從微觀機(jī)理方面深入分析。

表2 不同組合靶板的v50實(shí)驗(yàn)值

綜合比較復(fù)合靶板S3Al2和S4Al1在球形破片和立方體破片侵徹作用下的彈道極限速度，不難發(fā)現(xiàn)，具有不同厚度組合的復(fù)合靶板在立方體破片作用下的v50值較其在球形破片侵徹作用下均有所提高，也就是說，對(duì)于相同組合靶板而言，在立方體破片作用下的抗侵徹性能優(yōu)于其在球形破片作用下的抗侵徹性能。然而，需要指出的是：除考慮破片形狀的影響之外，還應(yīng)綜合考慮破片質(zhì)量（即動(dòng)能）對(duì)復(fù)合靶板抗侵徹性能的影響。

4 結(jié)論

本文采用系列彈道實(shí)驗(yàn)研究了不同形狀破片侵徹下雙層鋼／鋁爆炸復(fù)合靶的毀傷機(jī)理和破壞模式，討論了破片形狀、動(dòng)能和靶板厚度分布等因素對(duì)復(fù)合靶抗侵徹性能的影響。通過本文的研究可以得到以下結(jié)論：

①在球形破片和立方體破片的侵徹作用下，復(fù)合靶板的毀傷機(jī)理和破壞模式大致相同，即鋼面板發(fā)生剪切沖塞破壞，鋁背板發(fā)生延性擴(kuò)孔破壞，前者消耗更多的破片動(dòng)能。

②當(dāng)復(fù)合靶板的厚度組合確定時(shí)，立方體破片較球形破片需要更大的初始動(dòng)能才能完全貫穿靶板，也就是說，靶板抗立方體破片侵徹性能優(yōu)于抗球形破片侵徹性能。

③在球形破片的侵徹作用下，復(fù)合靶板的抗侵徹性能隨鋼面板厚度的增大而提高，當(dāng)鋼面板／鋁背板厚度比由3／2提高到4／1時(shí)，靶板的彈道極限速度v50提高了2.1%；在立方體破片的侵徹作用下，復(fù)合靶板的抗侵徹性能隨鋼面板／鋁背板厚度比的增大而降低，靶S4Al1的v50值較靶S3Al2降低了6.7%。

本文的研究結(jié)果將為爆炸復(fù)合靶板抗侵徹性能及其影響因素的研究提供理論依據(jù)，接下來(lái)將進(jìn)一步豐富實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，同時(shí)綜合考慮靶板層數(shù)、厚度分布和破片形狀等因素對(duì)靶板抗侵徹性能的影響，并開展優(yōu)化設(shè)計(jì)工作。

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